特高壓變壓器潛油泵的沖蝕磨損仿真

劉子恩,范明豪,趙 躍,陳海鵬,蘇 文,馬鳳翔

(1.國網安徽省電力有限公司電力科學研究院,合肥 23060 1;2.浙江大學能源工程學院,杭州 310027)

直流輸電可以實現高電壓、大容量和遠距離送電,是目前電力聯網的重要技術手段。隨著城市用電體量的增大,特高壓變電站開始出現并趨于普遍。然而,變壓器在運行中不可避免會發熱[1],溫升直接影響了變壓器絕緣材料的壽命、機械強度、負荷能力及使用年限。隨著變壓器電壓等級的提高,發熱現象越發顯著。為了降低溫升,提高功率,保證變壓器安全經濟運行,變壓器必須進行冷卻。目前高壓變壓器最常用的冷卻方式一般有三種:油浸自冷式、油浸風冷式和強迫油循環風冷式。其中,強迫油循環風冷式是在變壓器外部布置潛油泵,將變壓器油輸送到外側的散熱器中,散熱器再利用風扇冷卻油液。因此,潛油泵成為了保障變壓器安全穩定運行的一個關鍵部件。

以往研究主要將潛油泵作為驅動部件,重點關注其驅動性能下降導致變壓器冷卻效率降低,從而引發的變壓器本體溫升現象[2]。然而,在變壓器長期運行和安裝維護過程中,油液中難免會摻入一定量的固體顆粒雜質[3],這些顆粒雜質不僅會沖擊高速旋轉的潛油泵葉片,還會在旋流作用下撞擊潛油泵殼體、油道等,導致潛油泵葉片與油道表面發生沖蝕磨損。當潛油泵發生大范圍沖蝕磨損時,油液內金屬顆粒雜質的含量、粒徑會顯著增加,若達到一定閥值,勢必會增加變壓器內部局部放電的概率。劉平[4]介紹了一起潛油泵故障引發的變壓器油色譜異常事件,該潛油泵內存在金屬顆粒,發生了電機繞組燒損現象。

目前,針對潛油泵沖蝕問題的研究較少,但是關于離心泵沖蝕的試驗和仿真研究有很多。TARODIYA 等[5]使用Mixture模型和Euler-Euler多相流模型模擬了固體顆粒對離心渣漿泵性能的影響。結果表明,Euler-Euler模型可以準確預測固體顆粒對揚程和效率的影響,在相同的粒徑下,固體顆粒含量的增加會使泵的揚程和效率降低。PENG等[6]研究了在小體積流量下顆粒含量對大型離心渣漿泵性能的影響,發現流動黏度和流動阻力會隨著顆粒含量的增加而增大。SHEN 等[7]在雙吸離心泵砂粒沖蝕的數值模擬中也得出了和前者類似的結論:顆粒的粒徑和含量越大,造成的沖蝕磨損就越嚴重,泵的性能退化也越快。 此外,還有一些研究使用數值模擬方法對泵中顆粒沖蝕的位置進行了預測[8-11],發現沖蝕區域主要發生在蝸殼的隔舌和腹部區域。對于泵的葉輪區域,沖蝕主要發生在葉片的進出口處,且吸力側的平均沖蝕速率始終大于壓力側[12-13]。

雖然對于離心泵的沖蝕已經有了大量的試驗和仿真研究,但其大多采用砂土和泥漿作為沖蝕顆粒。與離心泥漿泵相比,潛油泵的工作溫度更高,要求的工作壽命也更長。此外,由于變壓器內的固體顆粒主要是由潛油泵的葉片和油道表面的沖蝕引起的,因此油液中存在的固體顆粒大概率為金屬顆粒。為了解金屬顆粒條件下油泵的沖蝕特性,筆者采用數值模擬方法對潛油泵內部金屬顆粒的動態特性以及不同顆粒條件和轉速條件下的壁面沖蝕速率進行了計算分析。

1 潛油泵沖蝕計算模型

1.1 模型和網格

以實際潛油泵為基礎建立三維模型,如圖1所示,額定功率為3 k W,額定流量為135 m3/h,進出口直徑均為150 mm, 葉輪半徑為130 mm,額定轉速為900 r/min。具體邊界條件如表1所示。

表1 邊界條件設置Tab.1 Boundary condition settings

圖1 變壓器局部冷卻系統以及潛油泵的三維模型和網格模型Fig.1 Local cooling system of the transformer（a）and 3D model（b）and mesh model（c）of the submersible pump

如圖1所示,模型使用了部分非結構網格。對葉輪區域的網格進行了加密處理,以提高數值精度。網格無關性測試如圖2所示,當網格數超過110萬時,葉片和蝸殼的平均沖蝕速率隨網格數量的變化保持在1%以內,故最終選擇網格總數為1 308 544的網格模型,既可以節省計算資源又能保證計算精度。

圖2 網格無關性驗證Fig.2 Grid independence test

1.2 離散相控制方程

運用拉格朗日離散相模型(DPM),計算潛油泵內的非定常固液兩相流動。離散相模型的基本假設是:考慮流體通過推力和渦流對顆粒運動的影響,忽略顆粒對流體的影響;粒子軌跡的計算是獨立的,且都在特定的時間間隔下追蹤計算[14]。

顆粒運動的微分方程見式(1)～(2)[15]:

式中:up為顆粒的速度,m/s;t為時間,s;u為流體的速度,m/s;FD(u-up)為顆粒的單位質量曳力,N;L為流體的動力黏度,Pa·s;CD為曳力系數;d為顆粒直徑,mm;ρp為顆粒的密度,kg/m3;ρ為流體的密度,kg/m3;F為參考坐標系的旋轉引起的作用力,N;Re為顆粒雷諾數。

1.3 湍流模型

RNG k-ε模型是采用重組化群推導出的湍流模型,適合于高應變率及流線彎曲較大的流動[16]。與標準k-ε湍流模型相比,RNG k-ε模型修正了湍流黏度,考慮了平均流動中的旋轉及旋流流動情況,因此筆者選用RNG k-ε模型對潛油泵的內部流動特性及沖蝕磨損進行計算。

1.4 沖蝕模型

沖蝕行為是一個復雜的過程,目前還沒有一個公認的普遍適用的理論模型用于預測材料的沖蝕[17]。PEREIRA 等[18]對目前常用的幾種沖蝕模型進行了測試,發現考慮了被沖蝕材料硬度的Oka模型在彎管沖蝕的預測中得到了最準確的結果。因此,筆者采用Oka沖蝕模型[19],其定義見式(3)。

式中:k2和k3為特定指數;e90為參考沖蝕速率;g(α)為角度函數;urel為粒子與壁面間的相對速度;uref為顆粒參考速度常數;Dref為指定的參考粒徑;Dp為粒徑;er表示單位質量粒子所除去的物質體積。在er的基礎上,可以確定沖蝕速率E,其定義為:

式中:mp為粒子的質量流速;Af為網格的單位面積;Nparticle為粒子數量。

為了更清楚地顯示某一區域的沖蝕程度,定義平均沖蝕率Eave和最大沖蝕率Emax。定義Emax為某一特定區域的最大沖蝕速率,Eave的定義如式(5)所示。

式中:A fn為單位網格的面積;A為指定區域的面積。

1.5 仿真驗證

揚程作為一種衡量泵性能的指標,可用作仿真和試驗對比驗證的參數。選取YOUSEFIA 等[20]的試驗數據作為仿真驗證的參考。由圖3可見,在不同流量下仿真結果與試驗結果較為吻合,尤其是在額定流量附近,且仿真結果與試驗結果的誤差最大不超過3.6%。

圖3 不同流量下的仿真結果與試驗結果的揚程對比Fig.3 Comparison of head between simulation results and experimental results under different flow rates conditions

由于金屬顆粒和沙粒在沖蝕過程中只有密度和硬度存在差異,因此選用泥漿沖蝕對沖蝕模型進行驗證是可行的。選取ROUDNEV等[21]的試驗數據進行仿真試驗對比驗證,其中固體顆粒的直徑為2 mm,密度為2 800 kg/m3,液相密度為1 000 kg/m3,其中固體顆粒在固液兩相中的占比為33%。由圖4可見:沖蝕速率的仿真結果總體變化趨勢和試驗結果吻合較好。在180°～315°時,試驗結果和仿真結果存在一些差異,這主要是實際泥漿中固體顆粒的粒徑分布并非仿真中的單一分布造成的,這些誤差是可以接受的,即所用計算模型可以預測潛油泵的金屬顆粒沖蝕。

圖4 蝸殼中心線上的實際沖蝕曲線與仿真預測趨勢的對比Fig.4 Comparison of actual wear profile at centerline of the pump casing with trend predicted by simulation

2 各因素對潛油泵沖蝕磨損的影響

2.1 顆粒粒徑對沖蝕的影響

Q/GDW 1168-2013《輸變電設備狀態檢修試驗規程》中對變壓器油中顆粒物限值的要求如下:每100 m L 油中粒徑大于5μm 的顆粒數量一般不超過3 000個。且變壓器油中顆粒的粒徑分布很廣,從5μm 到200μm 不等。考慮到實際情況下的金屬粒徑分布,仿真試驗中粒徑設為50～150μm,根據單位體積內的顆粒數量計算顆粒的含量。在潛油泵轉速(n)為900 r/min,金屬顆粒含量不變(α=0.4%)的條件下,改變金屬顆粒的粒徑,分別得到粒徑為50,150,250μm 時對應的葉輪和蝸殼表面的沖蝕情況。

從圖5可以看出:對于葉輪而言,顆粒的沖蝕主要發生在葉片進口上緣和葉片吸力側偏外側的位置,且顆粒粒徑越小,葉輪受到的沖蝕就越均勻;隨著粒徑的增大,金屬顆粒在葉片吸力側造成的沖蝕磨損區域不斷擴大,葉片壓力側的沖蝕損傷也開始顯現。從圖5中還可以看出,不論金屬顆粒的粒徑多大,葉片的上緣部分都是會受到較嚴重的沖蝕磨損,再加上葉片上緣部分的厚度較小,經過長時間的積累,葉片極有可能存在斷裂的風險。

圖5 葉輪區域的平均沖蝕速率隨顆粒粒徑的變化Fig.5 Variation of the average erosion rate with the particle size in the impeller area

在某特高壓變電站的技術監督駐站工作日報中發現,油路中有載開關油箱排油存在片狀金屬異物和雜質,現場檢查發現施工單位油泵葉片斷裂,且初步判斷金屬異物與油泵材質吻合,這說明油泵中的金屬顆?？赡艽嬖谝粋€積累過程。油泵葉片斷裂發生在葉片外緣偏上處,與仿真得到的主要沖蝕磨損區域相吻合,再次驗證了仿真結果的準確性。

如圖6所示,隨著金屬顆粒粒徑的增大,蝸殼受到沖蝕的區域從隔舌逐漸擴大至下游段。這主要是因為隨著顆粒粒徑的增大,單一顆粒的質量也隨之增加,其受到流場的影響會相對減弱,顆粒流出葉輪區域后直接撞擊蝸殼壁面的概率增加。無論是葉輪還是蝸殼,隨著金屬顆粒粒徑的增大,其平均沖蝕速率也增大,且葉輪區域的平均沖蝕速率大于蝸殼區域。

圖6 蝸殼區域的平均沖蝕速率隨顆粒粒徑的變化Fig.6 Variation of the average erosion rate with the particle size in the volute area

2.2 顆粒含量對沖蝕的影響

對于變壓器來說,過量的金屬顆粒是潛油泵嚴重磨損的信號,即金屬顆粒含量是影響沖蝕速率的重要指標。本研究中用入口處固體顆粒的流量和變壓器油的流量之比表示顆粒含量,當金屬顆粒的粒徑不變時,單位時間內進入變壓器的顆粒數量越多就意味著顆粒的含量越高。固定轉速n為900 r/min,對不同顆粒含量α(0.20%,0.30%,0.40%,0.50%,0.60%)條件下的顆粒沖蝕進行模擬。

由圖7可見,葉片和蝸殼的平均沖蝕率隨顆粒含量的增加而增大。這是因為隨著流過葉輪區域顆粒數量的增加,顆粒與壁面撞擊的概率增加,沖蝕速率增大。除了顆粒含量為0.2%的情況外,其余顆粒含量下的葉輪平均沖蝕速率都要大于蝸殼的平均沖蝕速率。

圖7 葉輪和蝸殼區域的平均沖蝕速率隨顆粒含量的變化Fig.7 Variation of the average erosion rate with the particle content in the impeller area and the volute area

雖然隨著顆粒含量的增加,蝸殼的整體沖蝕速率也會增加,但是發現在靠近隔舌的壁面存在一個幾乎不會受到沖蝕的三角區域(如圖8所示),該現象可能由以下兩個原因導致:一是隔舌區域與葉輪之間的間隙較小且處在靠近出口的位置,這決定了該部分的流場,而顆粒又受流場的影響較大;二是葉輪處在蝸殼軸向的偏中心位置,受葉輪沖擊的顆粒會比未受葉輪沖擊的顆粒在更下游的位置撞擊蝸殼壁面。此外,從圖中還可以看出,隨著顆粒含量的增大,顆粒對壁面的沖蝕區域在周向上的角度都存在一個極限值,約為180°。

圖8 不同顆粒濃度下蝸殼區域的沖蝕云圖Fig.8 Erosion rate cloud chart of the volute under different particle concentrations

2.3 潛油泵轉速對沖蝕的影響

在顆粒含量和顆粒粒徑相同的條件下,設置不同的轉速工況(n=600,900,1 200,1 500 r/min),探究葉輪轉速對顆粒沖蝕的影響。

由圖9可見,隨著轉速的增大,葉輪上的沖蝕區域逐漸擴大,此外葉輪上的每個葉片表面的沖蝕形態都不相同。蝸殼的沖蝕區域隨著轉速的提升逐漸向下游擴散,以隔舌位置作為起始角度,沖蝕區域在周向上的分布角度不超過180°。表2為潛油泵內不同區域的液相平均流速和最大流速以及金屬顆粒的最大速度,可知葉輪區域的液相平均流速要略大于蝸殼區域的流速,金屬顆粒的最大速度與液相的最大速度差距不大,這說明金屬顆粒相對流場的跟隨性較好。隨著葉輪轉速的增加,液相流場和金屬顆粒的速度顯著增大,這使得金屬顆粒撞擊壁面時的平均速度增大,造成的沖蝕磨損也隨之加強。

表2 潛油泵內液相與固相顆粒的速度Tab.2 Velocity of liquid and particles in submersible pump

圖9 不同轉速下葉輪和蝸殼的沖蝕云圖Fig.9 Erosion rate cloud chart of the impeller and volute under different speed conditions

由圖10可見:無論是葉輪還是蝸殼,轉速的增大都會加劇沖蝕磨損,整體上葉輪的平均沖蝕速率大于蝸殼,且葉輪區域的沖蝕速率隨轉速變化的幅值較大;當轉速為1 500 r/min時,葉輪平均沖蝕速率約為轉速為900 r/min時的6倍。這可能是因為受到液相流場的影響,金屬顆粒在葉輪區域的速度要明顯大于在蝸殼區域,且轉速對葉輪區域流場的影響更為直接。由此可知,在滿足泵效率、揚程等要求的前提下,適當減小轉速,可減輕沖蝕磨損。

圖10 葉輪和蝸殼區域的平均沖蝕速率隨轉速的變化Fig.10 The average erosion rate with speed for the impeller and the volute

3 結 論

(1) 在金屬顆粒含量和潛油泵轉速一定的情況下,隨著金屬顆粒粒徑的增大,潛油泵蝸殼和葉輪區域的整體沖蝕速率都增大,蝸殼的磨損區域從隔舌附近逐漸向下游擴展,而葉輪的磨損區域主要分布在葉片的吸力側,且磨損區域隨著金屬顆粒粒徑的增大逐漸由葉片的上緣向中底部擴展。

(2) 在潛油泵轉速和顆粒粒徑不變的情況下,葉輪和蝸殼的平均沖蝕率隨著顆粒含量的增加而增大,這是因為顆粒數量的增加會增大顆粒撞擊壁面的概率,從而增大沖蝕速率。

(3) 在金屬顆粒含量和粒徑不變的情況下,潛油泵的轉速增大,蝸殼和葉輪區域的沖蝕速率都會加大,葉輪區域的沖蝕速率增幅要大于蝸殼區域。

(4) 無論顆粒參數和潛油泵轉速如何變化,在蝸殼的隔舌附近存在一處幾乎不受沖蝕的三角區域,這可能與葉輪和蝸殼的相對位置有關,且在本研究條件下,蝸殼受到沖蝕的區域在周向的分布角度一般不超過180°。